电动机功率

电动机功率（精选9篇）

电动机功率 篇1

摘要：常规游梁式抽油机属于带负荷启动设备, 在启动时所需的转矩大, 运转过程中所需的转矩小, 考虑到抽油机的启动转矩及峰值电流等问题, 必须设计大一级的电动机, 造成了游梁式抽油机的“大马拉小车”问题, 导致电动机的功率利用率低。针对这一问题, 开展了抽油机井电动机功率匹配技术研究, 摸索出电动机运行规律, 确定了电动机功率计算模型。通过现场调整, 有效降低了电动机装机功率, 提高了电动机功率利用率和运行效率, 最终达到了节能降耗的目的。

关键词：抽油机井,电动机,特性,功率利用率

目前, 油田上使用的抽油机拖动装置主要以Y系列三相异步电动机为主, 由于常规游梁式抽油机属于带负荷启动设备, 在启动时所需的转矩大, 运转过程中所需的转矩小, 因此在实际投产时, 考虑到抽油机的启动转矩及峰值电流等问题, 必须设计大一级的电动机, 这样虽然解决了抽油机的启动问题, 但电动机正常是在轻载状态下运行, 从而降低了电动机的运行效率, 增加了功率损耗, 造成了抽油机的“大马拉小车”问题。电动机功率利用率是指电动机输出功率与电动机额定功率之比, 是反映电动机运行效率的重要指标。根据统计, 截至2010年底, 葡萄花油田共有803口抽油机井电动机功率利用率低于20%。

1 电动机功率计算方法的确定

对于抽油机井电动机的合理匹配, 应在考虑启动及过载能力的前提下, 根据产液及载荷的变化, 对电动机进行优化调整, 提高运行效率, 达到节能的目的。

在匹配电动机时必须满足以下两个条件[1]:

式中:

Pd——电动机实际功率需求, k W;

PN——选配电动机的额定功率, k W;

Tmax——电动机的实际输出扭矩, k N·m;

Td max——选配电动机的输出扭矩, k N·m。

条件 (1) :

对于恒定负载的电动机, 装置的输出功率与传动效率之比就是所需电动机的额定功率。而对于抽油机井, 其输出功率 (或扭矩) 是周期变化的, 因而驱动抽油机的电动机的电流也是周期变化的。由于电动机内的热损失与电流的平方成正比, 在选择电动机时, 为了保证不超过允许的温度, 必须使均方根电流小于额定电流。输出功率或扭矩的波动越大, 电流的均方根值也就越大, 对电动机额定功率的需求也就越高, 所以, 周期载荷系数CLF是考虑因抽油机运动特性引起的轴扭矩波动及电动机电流波动的影响系数, 而抽油机启动时, 电流的变化最大, 因此通过启动电流可计算出周期载荷变化系数。

在设计规定的工况下, 常规游梁抽油机的周期载荷系数值为1.8~2.2, 异相型、下偏杠铃型和调径变距型等节能抽油机的周期载荷系数值为1.15~1.25, 摩擦换向和双驴头等高效节能抽油机的周期载荷系数值为1.095~1.105[1]。

条件 (2) :

为了保证电动机匹配装机功率后抽油机能够正常启动, 同时要满足电动机的实际输出扭矩小于选配电动机的输出扭矩。

2 电动机运行特性

对于电动机功率利用率的合理上限, 首先应考虑电动机的效率水平, 其次是当电动机负载过大时, 电动机内部损耗增加, 电动机无法满足启动需求。常规Y系列三相异步电动机不过载时理论最大合理功率利用率为50%左右。当电动机装机功率偏大时, 电动机热损失和机械损失大, 无效功率损失大, 单耗高。从电动机效率与功率利用率变化曲线图1中可知, 对于常规Y系列三相异步电动机, 只有当电动机功率利用率β<20%时, 效率才明显下降, 当β>20%时, 电动机效率不随β增加而明显增加, 因此说明抽油机井负载过轻或配备电动机功率过大的负载率界限为20%。此时, 抽油机负载过轻或配置的电动机功率过大, 应降低电动机的装机功率。

3 现场应用效果

以1#井为例:利用DZC-1型抽油机电动机多参数测试仪对电动机功率调整前后的运行特性进行测试, 电动机装机功率下降18.9%, 平均电流下降13.9%, 有功节电率10.2%, 电动机功率利用率提高3.8个百分点, 电动机综合效率提高3.96个百分点。从测试结果看, 电动机运行效率有所提高, 电动机耗电量下降明显。1#井调整前后有功功率变化情况见图1、图2。

共现场试验50口井, 调整后平均单井装机功率下降10.1 k W, 平均单井电动机功率利用率调高4个百分点, 平均单井日节电24 k Wh。

4 结论

1) 在抽油机井节能工作中, 地面系统的优化应该以电动机合理匹配为主, 这里投入费用不是很大, 但是节能效果和经济效益很显著。

2) 电动机的合理匹配是动态的匹配, 产液的调整、随着抽汲参数的变化而选择合理装机功率。对于电动机利用率小于20%的井, 建议用普通电动机进行匹配;对于电动机利用率大于20%的井建议用节能电动机进行匹配。

3) 目前建立的抽油机井合理装机功率计算模型, 是以普通电动机为对象进行计算的, 节能电动机可以按相当功率的普通电动机计算, 同时考虑一定的裕量, 今后还可在推广应用中进一步完善。

参考文献

[1]高艳秋, 于永波, 高桂红.抽油机井用电动机选配方法[J].油气田地面工程, 2006, 25 (11) .

电动机功率 篇2

小功率电弧喷射发动机的数值计算

为详细了解电弧喷射发动机内部工作过程和相关工作参数对其性能的影响,参照实验用发动机的.工作参数建立了模型,数值模拟了电弧喷射发动机工作通道内流场和电磁场.利用NND格式求解耦合电磁源项N-S方程,Gauss-Seidel迭代加超松弛方法求解椭圆型电磁场方程,计算得到的发动机工作通道内流场、电磁场结构,与实验数据进行了对比.结果表明,对同一结构尺寸的发动机,随推进剂流量变化,发动机性能存在最佳值;在一定流量范围内,实验数据和计算结果相符.

作 者：汤海滨 刘宇 张正科  作者单位：北京航空航天大学,宇航学院,北京,100083 刊 名：推进技术  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY 年，卷(期)： 23(5) 分类号：V439 关键词：电弧喷射发动机   等离子体射流   流动分布   数值仿真  

农用车发动机功率不足故障分析 篇3

在农用车发动机工作时，打开加机油的口盖，如有一股股浓烟从口盖冒出，说明缸壁活塞环各间隙超限或磨损过大，在活塞压缩及爆发行程，从各大间隙渗到曲轴箱，并从加机油口中冒出，称下冒烟。若各间隙不符合要求，应及时进行修理。

打开气门室盖，如有一丝青、白色的烟从气门根部（即气门工作面）冒出，说明气门与气门座磨损过大或烧蚀，或气门间隙过小甚至没有间隙，在活塞压缩时，气缸内有混合气、混合物渗出，称上冒烟。此时可直接看出哪个气门、哪个气缸漏气，应及时修理。

二、看积炭查工况

柴油机熄火后，卸下排气管，检查排气口积炭情况，能够判断柴油机的工作情况。

积炭呈黑灰色，表面像覆盖一层白霜，积炭层极薄，说明柴油机工作情况良好；积炭色泽黑亮，但不湿，说明柴油机轻微烧机油，应及时排除；排气口积炭厚度明显高于其他气缸的排气口，说明该气缸喷油器工作不良或气缸密封性变差，应进行修理或更换。个别排气口湿润或有机油的，说明该气缸大量排机油，应进行修理；各气缸排气口积炭层均较厚且色泽较深的，多因工作温度过低，或喷油过晚，柴油后燃严重所致，应正确使用并及时调整。

三、看水温查冷却系统

发动机工作时冷却系统水温过高 （达到100℃），主要有以下两个方面的原因：（1）发动机冷却水腔水垢太厚，修理或保养时清洗不彻底；（2）冷却系有关部件效率低或失效，如节温器、水泵、风扇等。以上两点均使发动机过热，造成进水不足，并使活塞组与缸壁的摩擦损失急剧上升，机械效率明显降低。因此，要及时保养冷却系，发动机工作1000小时后，应清除冷却系中的水垢。此外，还应保持节温器、水泵和风扇有良好的技术状态，如有故障应及时排除。

四、看压缩力查漏气

发动机气缸压缩力是影响发动机效率的关键因素。看压缩力的办法很简单，现以S195型柴油机为例，就是在不减压的情况下摇转曲轴，当摇至压缩力较大时，再向上用力摇一把，松放摇柄，但手不要离开摇柄，此时如有一股很大的反弹力，说明压缩力很好，反之则压缩力较差。再来查一查漏气的原因，漏气的主要原因是气缸不密封，而不密封的因素有：气门无间隙或间隙太小，活塞与缸套及活塞环端间隙磨损过大，环槽积炭等。为了缩小查找的范围，在发动机工作时，可先贴近空气滤清器听一听，是否有“嘶嘶”的吹嘘声，如有，说明漏气跟气门有关；再次打开加机油口盖，如发现有一股股的浓烟冒出，说明气缸与活塞、活塞环漏气。确诊后，就可排除故障。

五、看冒烟查烟色

发动机在正常工作时，一般不冒烟或冒一些清淡的灰白色烟，有时用肉眼难以看出。如发动机冒浓烟则是发动机有故障的表现，这种故障也会使发动机功率下降，故应查一查冒烟的颜色。如冒黑烟则是气缸的油多气少，燃烧不完全的表现；冒蓝烟，则是缸套和活塞、气门与气门导管等磨损间隙过大，使油底壳内机油窜入燃烧室烧机油的表现；冒白烟则是燃油掺水和未完全燃烧的柴油汽化后从排气管冒出，应找出其原因加以排除。

（安徽省广德县誓节镇政府 戴雪琴 邮编：341822）

小功率电动机新标准着眼安全要求 篇4

《小功率电动机的安全要求》 (GB 12350-2009) 已于2009年9月30日发布, 并于2010年8月1日起实施, 正式替代2000版。该标准适用于连续额定功率不超过1 100 W的异步电动机、同步电动机、直流电动机和交流换向器电动机。

此次标准更新前后相差近10年, 变化较大, 主要表现为:一是对原标准章节进行了重组重编, 引用了《小功率电动机通用技术条件》 (GB/T 5171) 中相关的安全要求, 并形成了新的标准章节;二是增加了新的安全要求, 如铭牌和说明书的内容, 内部布线引出线的最低耐热温度, 爬电距离和电气间隙对污染等级、附加绝缘、加强绝缘的考虑, 发热试验时电机负载及温升试验后限值的确定, 电气强度和绝缘电阻的试验方法和限值, 电磁兼容特性, 单相异步电机的最大最小扭矩、堵转转矩、匝间绝缘试验等。

小功率电动机广泛应用于电动工具、家用电器、玩具等产品中, 标准的更新影响的产品较多, 对于相关行业的发展将起到积极的推动作用。

电动机功率 篇5

三相交流异步电动机是应用最为广泛的电气设备之一, 异步电动机的用电量占整个电力系统用电量的60%以上。电动机是整个机电能量转换的核心, 对电动机早期进行必要的监测, 提前发现电动机故障征兆, 及时采取有效措施, 对降低事故发生率和严重程度具有重要意义。目前基于定子信号检测的电动机故障诊断是应用最为广泛的方法, 具体包括基于快速傅里叶变换 (FFT) 、频域分析[1]、派克矢量法[2,3]、小波变换[4]、人工智能[5]的电动机故障诊断方法。

根据频谱特点的变化辨识电动机故障是研究较早的信号处理方法。当电动机发生断条故障时, 可以在电动机定子绕组的电流频谱中产生 (1±2ks) f1 (k为正整数, s为转差率, f1为基波频率) 的故障特征量, 但直接对采集的定子电流值进行快速傅里叶变换效果不好, 原因是故障频率 (1±2ks) f1很容易被基波频率f1淹没。利用连续细化的傅里叶变换分析方法, 可以获得原采样信号中某一主频率分量的精确的分析表达式, 即精确的幅值、频率、初相位等信息, 从而避免了故障频率容易被淹没的问题[6]。另一种改进方法是对采集的定子电流信号进行计算处理, 使故障频率 (1±2ks) f1转化并放大为更易检测和分离的其他故障特征频率[7,8,9]。参考文献[10]通过采集的定子电压和电流相乘得到的单相瞬时功率提取出转子断条故障时瞬时功率故障频率2ksf1和 (2±2ks) f1, 以故障频率2ksf1为断条故障特征频率来诊断转子断条故障。参考文献[11]从三相平均瞬时功率中提取故障频率2ksf1, 由于三相平均瞬时功率只含有唯一特征频率2ksf1, 故其特征频率幅值更为集中, 检测效果更好。参考文献[12-13]利用两相坐标系中瞬时无功功率的概念, 从定子瞬时无功功率中提取转子断条故障特征频率2ksf1, 从而取得和三相瞬时功率故障诊断相当的效果。

本文首先避免电压的影响, 对瞬时功率法进行改进, 提出了流方的概念和基于流方的故障诊断方法, 提取了转子断条故障特征频率2ksf1和转子偏心故障特征频率mfr (m为正整数, fr为转子转动频率) ;与基于瞬时功率的诊断方法相比, 基于流方的故障诊断方法无需采集定子电压数据, 只需检测定子电流数据即可, 硬件开销更小, 接线更简单, 更利于在线故障诊断。其次, 根据瞬时功率的概念提出了基于改进瞬时功率法的电动机故障诊断方法, 将给定电压与采集到的定子电流相乘, 得到类似瞬时功率的量, 并以此提取出故障信号;该方法与基于瞬时功率的诊断方法相比, 需采集的数据量减半, 且由于避免了电压波动和采样误差对瞬时功率的影响, 诊断效果更好。

1 基于三相总流方的转子断条和偏心故障诊断

1.1 故障频率提取

1.1.1 转子断条故障频率的提取

转子断条故障边频分量 (1±2ks) f1容易被基波频率f1淹没, 且故障发生的初始阶段故障信号偏弱, 故直接分析电动机定子电流频谱很难提取故障特征信号。通过研究发现, 电动机定子电流自平方后, 可以放大故障频率信号, 将故障信号和基波频率分离出来。类比瞬时功率, 定义一个新的物理量流方, 其表示n个电流自相乘, 用字母q表示, n=2时的三相总流方为

式中:ia, ib, ic分别为三相电流。

电动机无故障状态下的总流方为

式中:I为电流幅值。

无故障状态下电动机定子三相总流方是单一的, 直流分量发生故障时, 定子三相电流可表示为

式中:I1, φ分别为A相电流的幅值和初始相位;Iwp1, φwp1分别为故障频率为 (1+2ks) f1时的幅值和初相位;Iwn1, φwn1分别为故障频率为 (1-2ks) f1时的幅值和初相位。

将式 (3) —式 (5) 代入式 (1) 并化简, 可得电动机转子发生断条故障时的总流方:

同频率合并可得

式中:w1, w同为转子角频率;q0, q2s, q4s分别为基频、2倍基频、4倍基频的流方值, 对应的相位差分别为φ0, φ2s, φ4s。

由式 (7) 可知, 故障流方频谱中既包含直流分量, 又包含定子电流边频分量引起的故障分量2ksf1和4ksf1, 即 (1±2ks) f1→2ksf1, 4ksf1。

1.1.2 转子偏心故障频率的提取

当感应电动机的转子发生偏心故障时, 定子电流中会产生故障成分:

式中:fecc为合成特别频率。

转子出现偏心故障时, 定子三相电流可表示为

式中:Iecpm, φecpm是频率为f1+mfr的信号幅值和初相位;Iecnm, φecnm是频率为f1-mfr的信号幅值和初相位。

将式 (9) —式 (11) 代入式 (1) 可得偏心故障下的总流方:

同频率合并可得

式中:wr为偏心时刻的转子角频率;q0, qmwr, q2 mwr分别表示正常、1倍偏心、2倍偏心时的流方值, 对应的相位差分别为φ0, φmwr, φ2 mwr。

由式 (13) 可知, 故障流方频谱既包含直流分量, 又包含定子电流故障分量引起的总流方故障分量mfr和2mfr, 即 (f1±mfr) →mfr, 2mfr。

1.2 实验分析

1.2.1 断条故障实验结果及分析

本实验采用的异步电动机型号为Y132M-4, 额定功率为7.5kW, 额定电压为380V, 额定电流为15.4 A, 额定转速为1 440r/min, 采样频率为5kHz, 采样点数为20 056。为了保证信号分析的准确性, 进行快速傅里叶变换频谱分析时, 采用的数据量应当是2的整次方数, 故采用数据量为16 384。

图1是无故障状态和转子断条故障下, 三相总流方的频谱图。其中, 单电动机无故障时主要包含直流分量, 而有3根断条时, 则包含了故障频率2ksf1和4ksf1。因此, 从图1可得以下结论:

(1) 基于三相总流方可以提取故障特征频率分量2sf1, 以此识别转子断条故障, 有效放大故障信号, 同时避免故障频率被基波频率淹没。

(2) 与单相流方技术相比, 基于三相总流方的故障诊断方法, 在有无故障2种状态下的表达式更为简洁, 特征故障信号更为集中, 特征信号2sf1幅值更大, 故辨识精度更高, 诊断效果更好。

1.2.2 偏心故障实验结果及分析

图2是发生转子偏心故障时定子电流频谱图和三相总流方频谱图。从图2可得以下结论:

(1) 基于三相总流方可以提取故障特征频率分量mfr, 以此辨识转子偏心故障, 故障分量幅值明显, 故诊断效果较好。

(2) 定子电流中频率f1±mfr与三相总流方的故障分量mfr一一相对应。

1.2.3 混合故障分析

复合故障的流方频谱如图3所示。由图3可知, 电动机转子同时发生断条和偏心故障时, 由于2种故障的特征频率2ksf1和mfr相距较远, 基于三相总流方的故障诊断方法可以有效地辨识转子断条和偏心的混合故障。

2 基于改进瞬时功率法的电动机故障诊断

在获取瞬时功率阶段用给定电压代替实验监测的电压, 这种方法称为基于改进瞬时功率法的电动机故障诊断。利用该方法求得的电压与电流的乘积不再代表瞬时功率的物理概念, 因为瞬时电压与瞬时电流在时域里不是一一对应的关系。其优点是不影响监测的精度, 减少了电压采集误差对瞬时功率的影响, 检测线路更简单, 更有利于在线监测和诊断。该方法的本质是利用理想状态下的正弦信号电压代替实际工作电压, 利用给定电压的方法, 纯粹地将定子电流信号转化为易检测和分辨的瞬时功率信号, 减少了电压波动等带来的噪声影响 (避免了电压环节的影响, 而电压波动对定子电流的影响仍未减少) 。

2.1 原理推导

为了简化推论过程, 假设给定电压频率即电网额定频率为f1, 则给定三相电压分别为

式中:U为电压幅值;α, β分别为B相、C相电压落后于A相电压的相位。

将电压与电流相乘, 得到类似瞬时功率的物理量:

将式 (7) 、式 (13) 、式 (14) 代入式 (15) , 并同频率合并化简, 得

式中:p′0 (t) , p′2 (t) , p′2+2s (t) , p′2-2s (t) , p′2s (t) 和φ0, φ2, φ2+2s, φ2-2s, φ2s分别为频率为0 (直流分量) , 2f1, (2+2s) f1, (2-2s) f1, 2sf1时的信号幅值分量和初始相位。

2.2 实验验证与结果分析

由式 (14) 可知, 当初始相位不同时, (2+2s) f1, (2-2s) f1, 2sf1的幅值大小也不同。为了提高故障诊断效果, 应尽可能提高频率为2sf1的故障分量的幅值。如果给定电压是三相负序电压形式, 即α=-2π/3, β=2π/3, 代入式 (14) 得p′2s (t) =0, 即无频率为2sf1的分量, 而频率为 (2±2s) f1的分量达到最大值。当转差率很小时, 通过负序给定电压辨识故障效果不明显。图4给出了电压峰值为220V, 初始相位 (α, β) 分别取 (2π/3, -2π/3) , (-π/3, π/3) , (-2π/3, 2π/3) 时的频谱图。由图4可知, 给定电压为正序电压时2sf1分量更大, (2±2s) f1分量幅值为零;而给定电压为负序电压时2sf1分量为零, (2±2s) f1分量幅值很大, 但不易检测出来;当初相位为 (-π/3, π/3) 时, 2sf1分量和 (2±2s) f1分量幅值处在正序电压幅值与负序电压幅值的中间位置。

2sf1幅值分量与给定电压两初始相位的关系如图5所示。2sf1幅值分量最大值处α=2π/3, β=-2π/3, 3;2sf1幅值分量最小值有2处, 一处α=-2π/3, 另一处β=2π/3。2sf1幅值分量越大, 故障辨识情况越好。在给定电压为正序电压时, 2sf1幅值分量达到最大值。

3 结语

从自定义的流方概念出发, 推导出了鼠笼异步电动机转子断条和偏心故障在三相总流方中的表现形式, 提取出故障特征频率。理论分析和实验结果表明, 转子断条故障在三相总流方中产生频率为2sf1的故障分量, 转子偏心故障在三相总流方中产生频率为mfr的故障分量, 利用三相总流方可以有效地辨识转子断条和偏心故障。此外, 鼠笼异步电动机同时出现转子断条和偏心故障时, 由于2种故障特征频率不同, 使得该诊断方法可以同时有效诊断两者混合故障。基于流方的电动机故障诊断方法可以有效地避免故障频率被基波频率淹没的缺点。用给定电压构造瞬时功率, 利用故障特征频率2sf1可以有效诊断电动机转子断条故障;当α=2π/3, β=-2π/3时, 故障特征频率2sf1幅值分量达到最大值, 即正序电压是最佳给定电压形式。基于流方和给定电压法的故障诊断与瞬时功率诊断技术相比, 只需采集定子电流数据而不需采集定子电压数据, 信号采集更简单, 同时避免了电压波动和采样误差对瞬时功率的影响, 更适合在线诊断。

摘要：从采集的鼠笼异步电动机定子电流出发, 建立了流方的概念, 通过故障电流的自乘方放大并转移故障特征频率。根据瞬时功率的概念提出了基于改进瞬时功率法的电动机故障诊断方法, 通过理论推导分别提取了转子断条故障和转子偏心故障在流方中的特征频率分量, 有效地克服了转子断条故障特征频率容易被基频淹没的缺点, 实现了对转子断条、偏心、复合等故障的辨别诊断。该方法与传统瞬时功率法相比, 采集的数据量减半, 避免了电压波动和采样误差对瞬时功率的影响。

关键词：电动机,故障诊断,瞬时功率法,转子断条故障,转子偏心故障

参考文献

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[2]侯新国, 吴正国, 夏立, 等.基于Park矢量模信号小波分解的感应电机轴承故障诊断方法[J].中国电机工程学报, 2005, 25 (14) :115-119.

[3]方芳, 杨士元, 侯新国, 等.派克矢量旋转变换在感应电机定子故障诊断中的应用[J].中国电机工程学报, 2009, 29 (12) :99-103.

[4]罗忠辉, 薛晓宁, 王筱珍, 等.小波变换及经验模式分解方法在电机轴承早期故障诊断中的应用[J].中国电机工程学报, 2005, 25 (14) :125-129.

[5]刘冬生, 赵辉, 王红君, 等.基于小波分析和神经网络的电机故障诊断方法研究[J].天津理工大学学报, 2009, 25 (1) :11-14.

[6]张雄希, 刘振兴.基于分数阶傅里叶变换的变频调速异步电机故障诊断方法[J].电机与控制应用, 2010, 37 (4) :59-62.

[7]侯新国, 吴正国, 夏立, 等.瞬时功率分解算法在感应电机定子故障诊断中的应用[J].中国电机工程学报, 2005, 25 (5) :112-117.

[8]刘振兴, 张哲, 伊项根.异步电动机的状态监测与故障诊断技术综述[J].武汉科技大学学报:自然科学版, 2001, 24 (3) :285-289.

降低螺杆泵电动机功率可行性研究 篇6

1 理论研究

1.1 节能分析

螺杆泵耗电的唯一设备是电动机, 电动机的匹配是否合理直接影响螺杆泵的耗电多少。从异步电动机的功率因数、转矩和效率特性曲线 (图1) 可以看出, 随着电动机的轴功率P2相对于电动机额定功率PN的增大, 电动机的效率η、功率因数cosϕ提高, 从而达到节能的目的。

目前测试的电动机消耗功率是电动机的输入功率P1, 是输入到电动机定子上的电功率, 如图2所示, 其中一部分功率消耗于定子绕组铜耗pCu1和电动机的铁耗pFe上。扣除这些损耗后, 剩下的功率便是通过气隙中的旋转磁场, 经电磁感应作用传递到转子上的电磁功率Pem, 即

由于正常运行时, 转子频率很低 (通常只有1～3 Hz) , 转子铁耗很小, 因此, 铁耗pFe实际上主要是定子铁耗。

电磁功率Pem减去转子绕组铜耗pCu2之后便是电动机转子上获得的总机械功率Pmec, 即

电动机旋转时还有机械损耗pem和附加损耗pad, 其中附加损耗pad主要是由于定、转子上有齿槽存在, 当电动机旋转时使气隙磁通发生脉振产生的, 因此, 在定子、转子铁心中产生损耗。这种损耗在电机转子上产生制动力矩, 从而消耗了电动机转子上的一部分机械功率。以总机械功率Pmec扣去机械损耗pmec和附加损耗pad, 之后, 便是电动机转轴上输出的机械功率P2, 即

综合上述分析, 可得异步电动机的功率平衡方程式为

式中∑p为总损耗。

电动机效率

1.2 螺杆泵功率计算

螺杆泵有效功率计算方法如下:

式中:

Pe——有效功率, kW;

γ——泵输送液体的重度, N/m3。

Q——排量, m3/s;

H——扬程或举升高度, m;

ρ——液体密度, 860 kg/m3;

g——重力加速度, m/s2。

式中:

η总——地面驱动效率, 0.66;

η轴承——轴承效率, 0.94;

η齿轮——齿轮效率, 0.96;

η皮带——皮带效率, 0.96;

η机油——机油效率, 0.96;

n——功率因数, 0.8;

PN——电动机功率。

式中, a为安全系数, 1.2～1.4。

1.2.1 计算实例

按照原计算方法计算KGLB75-40型螺杆泵电动机功率。已知扬程H为1 500 m、转速为200 r/min、地面驱动效率0.66, 依据公式 (7) 计算得出有效功率Pe=4.79 kW。安全系数为1.4, 电动机功率PN为6.71 kW, 所以取7.5 kW。

1.2.2 计算实例分析

通过上述计算可以看出, 用厂商的计算方法计算功率比实际现场应用的电动机功率偏大, 主要表现在以下几个方面:

1) 选用扬程比实际的举升高度偏大, 目前螺杆泵下泵深度在900 m左右, 且有一定的沉没度。

2) 转速偏高, 目前螺杆泵采用的转速一般不高于130 r/min。

3) 螺杆泵的排量Q值偏高, 没有考虑泵效, 厂商计算按100%计算, 实际上目前现场泵效只是60%左右。

综合上述三点可知, 螺杆泵井目前配置的电动机功率偏大, 因此螺杆泵电动机功率有下降的空间。

1.2.3 结合现场实际合理匹配电机

根据目前全厂的实际情况, 按照上述计算方法, 计算得出适合于现场实际的电动机与螺杆泵泵型的匹配标准。

依据上述公式计算出适合目前第一采油厂的螺杆泵泵型与电动机匹配的标准, 见表1。

表1计算方法及公式与原方法相同, 但是, 结合实际情况对参数进行了调整, 转速采用150 r/min, 螺杆泵泵效按70%计算, 安全系数均采用1.2～1.4。

从表1可以看出, 按照目前标准电动机功率可以下调的有如下泵型:

◇KGLB75-40, 由7.5 kW下调至5.5 kW;

◇KGLB120-27, 由7.5 k W下调至5.5 k W;

◇KGLB200-27, 由11 kW下调至7.5 kW;

◇KGLB400-20, 由15 kW下调至11 kW;

◇KGLB500-14, 由22 kW下调至15 kW;

◇GLB800-14, 由30 k W下调至18.5 kW;

◇GLB1200-14, 由30 kW下调至22 kW。

2 现场试验

根据理论计算结果, 对现场55口井进行了试验, 结果见表2。

从表2看出, 换电动机前后对比, 平均单井装机功率下降6.43 kW, 有功功率下降2.76 kW, 吨液耗电下降1.25 k Wh, 系统效率提高8.18个百分点, 节电率达到20.59%, 单井日节电可达66.24 kWh, 年节电2.38×104k Wh。

摘要：螺杆泵具有低能耗、低噪音、低投入, 以及占地面积小等优点, 适用于过渡带、稠油、出砂、家属区等生产井, 尤其在节能方面具有很大的优势。大庆油田第一采油厂共有1 542口螺杆泵井, 节能潜力较大, 通过节能理论分析和螺杆泵功率计算, 得出了适合该厂的螺杆泵泵型与电动机匹配标准。现场试验结果表明优化螺杆泵井电机配置可以实现节能降耗。

电动机功率 篇7

首先是抽油机冲程变化与其得出的经验公式有很大差距。20世纪60年代, 抽油机的冲程多数在3 m以下, 而现在应用的抽油机冲程在4.2 m以上的井占了抽油机井总数的70%左右。

其次是游梁式抽油机的结构与当初相比有了较大变化。如20世纪90年代中期, 油田选用的抽油机至少是异相型抽油机, 随后又有大量的双驴头抽油机得到了应用。

1 利用功率曲线计算扭矩曲线的方法

抽油机扭矩曲线的应用主要有三个方面的内容: (1) 检查是否超扭矩及判断是否发生背击现象; (2) 判断及计算平衡; (3) 用于功率分析。

减速箱输出的瞬时功率等于瞬时扭矩与曲柄角速度之积[1], 即

对该公式进行变换, 则可以得到

但是, 实际矿场上我们只能利用现场测试手段得到的是电动机的输入功率曲线, 而不是减速箱输出轴功率曲线, 目前想要直接测得减速箱输出轴功率曲线几乎是不可能的。那么只能利用电动机输入功率曲线得到减速箱输出轴的功率曲线。

2 计算实例

如某井, 该井冲速为6.72 min-1, 由此计算该井曲柄旋转角速度为0.703

将该数据代入测得的功率曲线数据, 并制图得出功率曲线和减速箱输出轴扭矩曲线, 见图1。

3 分析

3.1 电动机—减速箱输出轴的传动效率组成

从电动机到减速箱输出轴, 主要有以下几个传动节点: (1) 电动机到电动机输出轴, 它的传动效率是指电机的工作效率; (2) 从电动机输出轴到减速箱输入轴, 它的传动效率主要是指皮带的传动效率; (3) 从减速箱输入轴到减速箱输出轴, 它的传动效率主要是减速箱的传动效率。

3.2 各节点传动效率分析

3.2.1 电动机的工作效率

目前, 油田常用的抽油机电动机是Y系列鼠笼式电动机, 根据相关文献介绍[2], 目前油田常用的电动机 (8极电动机, 功率22～75 k W) 额定工作效率为90%～92%。

一般电动机在输出功率为 (60%～100%) 额定功率条件下工作时, 其效率接近于额定效率, 约90%左右, 即电动机损耗约占10%。

对于电动机而言, 在接近额定负荷时, 其最大效率通常达到91%。

3.2.2 皮带的传动效率

皮带传动的特点:由于皮带具有良好的弹性, 因此能缓和冲击, 吸收振动, 尤其是三角胶带, 无接头, 工作平稳、噪音小, 但工作中有弹性滑动, 因此瞬时传动比不精确;过载时, 皮带在轮面上打滑, 可防止其他零件损坏, 起保护作用, 但传动效率较低, 三角带传动效率一般情况下为0.9～0.92;适用两轴中心距较大的场合;结构简单, 维护方便, 但外形尺寸大, 不紧凑。

皮带传动过程中, 当小于极限负荷时传动效率都很高, 只有超过极限负荷时, 传动效率开始下降。通常情况下皮带传动的效率为92%。

3.2.3 减速箱传动效率

减速箱传动由齿轮传动和轴承传动组成。

齿轮传动具有工作可靠、传动比精确、传动效率高 (0.92～0.99) 、结构紧凑、适用功率和速度范围广等优点。通常情况下, 齿轮传动效率可达到96%以上。

轴的主要功用是支承转动零件和传递动力, 对于减速箱中的轴而言, 它既承受弯矩, 又承受转矩, 通常情况下每组轴承的传动效率99%以上。对于抽油机减速箱而言, 三组轴承的传动效率为97.03%。

通过上述分析, 从电动机到减速箱输出轴总体的最大传动效率为0.78。

3.3 误差分析

3.3.1 电动机部分

抽油机电动机的负荷变化十分剧烈且频繁。在抽油机的每一冲程中, 电动机的输出功率都将出现两次瞬时功率极大值和两次瞬时功率极小值。其瞬时功率极大值可能超过额定功率, 而极小值一般为负功率, 即电动机不仅不输出功率, 反而由抽油机拖动而发电。因此电动机的输出功率的变化远远超出了 (60%～100%) 额定功率的范围, 特别是当抽油机平衡不良时, 其电动机甚至可能在 (-20%～180%) 额定功率的范围内变化, 这时电动机的效率降低, 损耗增大。

对于平衡良好的抽油机, 当抽油机悬点负荷最大时, 电动机消耗功率也会最大, 其最大功率基本在电动机的额定状态附近。通过部分电动机效率的试验数据分析, 当其在接近额定负荷时, 工作效率最高。

这个过程发生在上冲程, 当电动机出现这一峰值后, 其余时间的工作效率都比较低, 通常在75%～91%之间。

3.3.2 皮带传动部分

当皮带安装符合安装要求的条件下, 皮带传动效率的变化并不大, 即:当小于极限负荷时传动效率都很高, 只有超过极限负荷时, 传动效率开始下降。对于抽油机井而言, 这一时刻主要出现在抽油机启动过程和极不平衡的过程, 对于大多数的抽油机井而言, 它的传动效率通常可以保证在较高的水平, 因此, 皮带传动效率92%是比较符合实际的, 对整个系统效率的影响并不大。

3.3.3 减速箱传动部分

由于这一部分的传动只要保证较好的润滑, 其传动效率基本可以保持一个比较恒定的水平, 因而这一部分对其影响并不大。

通过上述分析, 传动效率变化最大的是电机部位, 因而解决这一部位传动效率的计算是最为关键的。

4 认识

(1) 利用功率曲线计算抽油机减速箱输出轴扭矩, 对最大扭矩计算产生的误差不大, 对电动机功率较低点的计算值偏高。

(2) 如需取得更加准确的计算结果, 需对电动机进行模型试验或以已取得的模型试验数据为基础进行计算。

(3) 应用该方法, 可利用测试数据中的峰值功率计算抽油机减速箱输出轴最大扭矩, 以检验抽油机井是否超扭矩。

参考文献

[1]张琪, 采油工程原理与设计[M].北京:中国石油大学出版社, 2000.

电动机功率 篇8

感应电动机无速度传感器矢量控制(Sensorless Vector Control,SVC)一直是国内外研究的热点,目前报道较多的方法有直接计算法和模型参考自适应(Model Referencing Adaptive System, MRAS)法。参考文献[1]提出了基于无功功率的直接计算法,该方法算法简单,使用的电动机参数少,但计算出的转速波动较大。参考文献[2]是对参考文献[1]的改进,它考虑了直流母线电压对直接计算的影响,提出在转速计算过程中对直流母线电压进行动态控制。该方法在一定程度上改善了计算转速波动的问题。但以上2种方法都存在抗干扰能力差的问题。

MRAS转速辨识法原理简单,容易实现,在无速度传感器交流调速系统中得到了广泛的应用。MRAS一般可分为基于转子磁链的MRAS[3]、基于反电动势的MRAS[4]和基于无功功率的MRAS[6,7,8]。其中基于无功功率的MRAS不仅消除了纯积分环节,而且也消除了定子电阻的影响[5],因此其低速性能和鲁棒性是最好的,但仍存在收敛速度慢的问题[7,8]。针对该问题,参考文献[7,8,9]提出了转速复合辨识法,即把直接计算法和MRAS结合起来的方法。该方法获得了较好的动静态性能。但参考文献[7,8,9]均未述及直接计算所采用的方法。本文将基于无功功率的直接计算法和MRAS结合起来,提出一种感应电动机复合转速辨识方法。该方法的优点在于大大简化了控制系统,既具有直接计算法的快速跟随性,又有MRAS的强抗干扰性,同时算法简单,需要的电动机参数少,容易在工程中实现。

1 基于无功功率的MRAS转速辨识法

基于无功功率的MRAS转速辨识结构如图1 所示。

将电动机参考模型的无功功率q和可调模型的无功功率$\widehat{q}$之间的偏差作为PI调节器的输入量,则PI调节器的输出就是辨识转速$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}$,其计算公式为

$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}=({\rm K}{}_{\text{Ρ}}+\frac{{\rm K}{}_{\text{Ι}}}{s})(q-\widehat{q})(1)$

式中:KP和KI分别为PI调节器的比例系数和积分系数。

q在α-β两相静止坐标系下的表达式为[6]

$\begin{array}{l}q=i{}_{\text{s}}e{}_{\text{s}}=i{}_{\text{s}\text{α}}v{}_{\text{s}\text{β}}-i{}_{\text{s}\text{β}}v{}_{\text{s}\text{α}}-\\ \sigma L{}_{\text{s}}\left(i{}_{\text{s}\text{α}}\frac{\text{d}i{}_{\text{s}\text{β}}}{\text{d}t}-i{}_{\text{s}\text{β}}\frac{\text{d}i{}_{\text{s}\text{α}}}{\text{d}t}\right)(2)\end{array}$

式中:vsα、vsβ、isα、isβ分别为定子电压、电流的α、β轴分量;σ为漏磁系数,σ=1-L2m/(LsLr),Ls、Lr分别为定、转子电感,Lm为互感。

可调模型的无功功率$\widehat{q}$计算公式为[4]

$\widehat{q}=i{}_{\text{s}\text{α}}\widehat{e}{}_{\text{s}\text{β}}-i{}_{\text{s}\text{β}}\widehat{e}{}_{\text{s}\text{α}}(3)$

式中:$\widehat{e}{}_{\text{s}\text{α}}$、$\widehat{e}{}_{\text{s}\text{β}}$分别为可调模型反电动势$\widehat{e}{}_{\text{s}}$的α、β轴分量。

$\{\begin{array}{l}\widehat{e}{}_{\text{s}\text{α}}=\frac{L{}_{\text{m}}^2}{L{}_{\text{r}}}\frac{\text{d}i{}_{\text{m}\text{α}}}{\text{d}t}=\frac{L{}_{\text{m}}^2}{L{}_{\text{r}}\tau {}_{\text{r}}}(-\tau {}_{\text{r}}\widehat{\omega }{}_{\text{r}}i{}_{\text{m}\text{β}}-i{}_{\text{m}\text{α}}+i{}_{\text{s}\text{α}})\\ \widehat{e}{}_{\text{s}\text{β}}=\frac{L{}_{\text{m}}^2}{L{}_{\text{r}}}\frac{\text{d}i{}_{\text{m}\text{β}}}{\text{d}t}=\frac{L{}_{\text{m}}^2}{L{}_{\text{r}}\tau {}_{\text{r}}}(-\tau {}_{\text{r}}\widehat{\omega }{}_{\text{r}}i{}_{\text{m}\text{α}}-i{}_{\text{m}\text{β}}+i{}_{\text{s}\text{β}})\end{array}(4)$

式中:imα和imβ分别为励磁电流im的α、β轴分量;τr为转子时间常数。

$\{\begin{array}{l}\frac{\text{d}i{}_{\text{m}\text{α}}}{\text{d}t}=-\widehat{\omega }{}_{\text{r}}i{}_{\text{m}\text{β}}-\frac{1}{\tau {}_{\text{r}}}i{}_{\text{m}\text{α}}+\frac{1}{\tau {}_{\text{r}}}i{}_{\text{s}\text{α}}\\ \frac{\text{d}i{}_{\text{m}\text{β}}}{\text{d}t}=-\widehat{\omega }{}_{\text{r}}i{}_{\text{m}\text{α}}-\frac{1}{\tau {}_{\text{r}}}i{}_{\text{m}\text{β}}+\frac{1}{\tau {}_{\text{r}}}i{}_{\text{s}\text{β}}\end{array}(5)$

2 基于无功功率的转速直接计算法

基于无功功率的转速直接计算法不需要定子电阻,从而克服了温度对定子电阻的影响,因此,对电动机参数的变化有一定的鲁棒性。感应电动机的反电动势es可表示为

$e{}_{\text{s}}=\omega {}_{\text{e}}\psi {}_{\text{s}}(6)$

式中:ωe为感应电动机的同步转速;ψs为定子磁链。

由于ψs=(Lls+Lm)is,其中定子漏感Lls远远小于互感Lm,可忽略不计,从而有ψs≈ψm(ψm为气隙磁链),因此

$e{}_{\text{s}}\approx \omega {}_{\text{e}}\psi {}_{\text{m}}(7)$

感应电动机的无功功率Q在M-T两相旋转坐标系可表达式为

$Q=i{}_{\text{Μ}}e{}_{\text{s}}\approx i{}_{\text{Μ}}\omega {}_{\text{e}}\psi {}_{\text{m}}(8)$

式中:iM为M轴电流分量。

$\omega {}_{\text{e}}=\omega {}_{\text{r}}+\omega {}_{\text{s}\text{l}}(9)$

式中:ωr为转子转速;ωsl为电动机的滑差。

将式(9)和ψm=LmiM代入式(8),可得

$Q=L{}_{\text{m}}i{}_{\text{Μ}}^2(\omega {}_{\text{r}}+\omega {}_{\text{s}\text{l}})(10)$

由式(10)可直接推导出转速的计算公式:

$\omega {}_{\text{r}}=\frac{Q}{L{}_{\text{m}}i{}_{\text{Μ}}^2}-\omega {}_{\text{s}\text{l}}(11)$

ωsl可用式(12)计算[10]:

$\begin{array}{l}\omega {}_{\text{s}\text{l}}=\frac{L{}_{\text{m}}i{}_{\text{Τ}}}{\tau {}_{\text{r}}\psi {}_{\text{r}}}(12)\\ \psi {}_{\text{r}}=\frac{L{}_{\text{m}}}{\tau {}_{\text{r}}p+1}i{}_{\text{Μ}}(13)\end{array}$

式中:ψr为转子磁链;iT为T轴电流分量。

从式(11)可看出,该方法算法简单,对定子电阻具有完全的鲁棒性。但是由于没有转速矫正环节,所以该方法的抗干扰能力较差。

3 基于无功功率的复合转速辨识方法

为了克服基于无功功率的MRAS转速辨识法收敛速度慢和稳态精度低的缺点,采用基于无功功率的直接计算法和MRAS法相结合的复合转速辨识方法,其原理如图2所示。

图2中,$\widehat{\omega }{}_{\text{r}1}$为直接计算转速,$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}$为MRAS辨识转速,$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}$为复合辨识转速。由于无功功率Q和MRAS中参考模型的无功功率q相等,所以实际系统计算$\widehat{\omega }{}_{\text{r}1}$时采用q。与图1相比,图2中的$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}$有所不同,其表达式为

$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}=\left({\rm K}{}_{\text{p}}+\frac{{\rm K}{}_{\text{Ι}}}{s}\right)(\epsilon +\epsilon {}_1)(14)$

式(14)中的偏差量ε和ε1分别如式(15)和(16)所示:

$\begin{array}{l}\epsilon =q-\widehat{q}(15)\\ \epsilon {}_1=\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}-\widehat{\omega }{}_{\text{r}}(16)\end{array}$

复合辨识转速$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}$的计算公式为

$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}=k\widehat{\omega }{}_{\text{r}1}+(1-k)\widehat{\omega }{}_{\text{r}}(17)$

式中: k为加权系数,其值根据给定转速ω*r和$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}$偏差的绝对值Δω来确定,其计算方法:

$\begin{array}{l}\text{Δ}\omega =|\omega {}_{\text{r}}^{*}-\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}|(18)\\ k=\{\begin{array}{cc}0& 0\le \text{Δ}\omega <\omega {}_1\\ \frac{\text{Δ}\omega -\omega {}_1}{\omega {}_2-\omega {}_1}& \omega {}_1\le \text{Δ}\omega <\omega {}_2\\ \frac{\text{Δ}\omega -\omega {}_2}{\omega {}_3-\omega {}_2}& \omega {}_2\le \text{Δ}\omega <\omega {}_3\\ 1& \omega {}_3\le \text{Δ}\omega \end{array}(19)\end{array}$

式中:ω1、ω2、ω3为3个比较点,且ω1<ω2<ω3。

ω1的取值与稳态时转速波动范围有关,ω2和ω3的值则是根据直接计算方法和MRAS辨识方法的平滑过渡调试的。Δω≥ω3时,k=1,由式(17)可知,此时$\widehat{\omega }{}_{\text{r}1}$起作用。当Δω≤ω1时,k=0,感应电动机处于稳态运行, 此时$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}$起作用。而当ω1<Δω<ω3时,2种转速辨识方法共同作用。

整个动态过程中,用$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}$来调节自适应模型,并将$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}$和$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}$的偏差量ε1加到PI调节器的输入端,从而大大提高了MRAS的收敛速度。

4 实验结果与分析

本文在感应电动机交流调速实验平台上对基于无功功率的复合转速辨识方法进行了验证。采用TMS320LF2407A型DSP作为控制系统的核心,利用USB/CAN转换器将该芯片的通信接口CAN和上位机的USB接口相连,实现DSP与上位机的数据交换。实验电动机额定参数:额定功率为2.2 kW,额定线电压为380 V,额定电流为5 A,额定转速为1 420 r/min;电动机参数:定子电阻值为3.024 Ω,转子电阻值为2.398 Ω,互感为284 mH,定子漏感为11.8 mH,转子漏感为12 mH。电流环周期为500 μs。为了比较观测性能,通过一个分辨率为 2 000 P/r的光电编码器来检测实际转速。

图3为电动机斜坡启动时的实测转速ωr和MRAS辨识转速$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}$的波形, ω*r=900 r/min。由图3 可知,辨识转速$\widehat{\omega }{}_{\text{r}}$无法跟随实际转速ωr,这就导致了采用基于无功功率的MRAS辨识方法的无速度传感器系统无法正常启动。

图4为相同条件下电动机启动时实测转速ωr和复合辨识转速$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}$的波形。由图4可知,$\widehat{\omega }{}_{\text{r}2}$和ωr基本吻合,只是在电动机刚启动到给定转速附近时复合辨识转速稍小于实测转速。

图5为复合辨识转速作为速度反馈量参与系统控制时的电动机启动时转速波形。从图5可看出, 电动机能够顺利启动且平稳运行,较好地解决了图3 中辨识转速的滞后问题。

图6和图7分别为无速度传感器矢量控制系统突加、减负载时的转速波形和转矩电流iT波形。可见本文所述无速度传感器矢量控制系统具有较好的抗干扰性。

5 结语

结合基于无功功率转速直接计算法和基于无功功率的MRAS转速辨识法的优点,提出了基于无功功率的复合转速辨识方法。实验结果证明,该方法 既具有直接计算法的快速跟随能力,又有MRAS转速辨识法的强抗干扰能力,结构简单,容易在工程上实现,具有较好的实用性。

发动机功率不足故障分析 篇9

一、看上、下冒烟查磨损

在发动机工作时, 打开加机油的口盖, 如有一股股浓烟从口盖冒出, 说明缸壁活塞环各间隙磨损过大或超限, 在活塞压缩及爆发行程, 从各大间隙渗到曲轴箱, 并从加机油口中冒出, 称下冒烟。若各间隙不符合要求应及时进行修理。

打开气门室盖, 如有一丝青、白色的烟从气门根部 (即气门工作面) 冒出, 说明气门与气门座磨损过大或烧蚀, 或气门间隙过小甚至没有间隙, 在活塞压缩时, 气缸内有混合气、混合物渗出, 称上冒烟。此时可直接看出哪个气门, 哪个气缸漏气, 应及时修理。

二、看积炭查工况

柴油机熄火后, 卸下排气管, 检查排气口积炭情况, 能够判断柴油机的工况。

积炭呈黑灰色, 表面像覆盖一层白霜, 积炭层极薄, 说明柴油机工况良好;积炭色泽黑亮, 但不湿, 说明柴油机轻微烧机油, 应及时排除;排气口积炭厚度明显高于其它缸排气口的, 说明该缸喷油器工作不良或气缸密封性变差, 应进行修理或更换。个别排气口湿润或有机油的, 说明该缸大量排机油, 应进行修理;各缸排气口积炭层均较厚, 且色泽较深的, 多因工作温度过低, 或喷油过晚, 柴油后燃严重所致。应正确使用并及时调整。

三、看水温查冷却系统

发动机工作时冷却系统水温过高 (达到100℃) , 主要有以下两个方面的原因:

1、发动机冷却水腔水垢太厚, 修理或保养时清洗不彻底。

2、冷却系有关部件效率低或失效, 如节温器、水泵、风扇等。

以上两点均使发动机过热, 造成进水不足, 并使活塞组与缸壁的摩擦损失急剧上升, 机械效率明显降低。因此, 要及时保养冷却系, 发动机工作1000h后, 应清除冷却系中的水垢。还应保持节温器、水泵和风扇有良好的技术状态, 如有故障要及时排除。

四、看配气正时查配气相位

发动机在长期的工作中, 曲轴、凸轮轴受到不正常的冲击力而产生扭曲变形, 正时齿轮、凸轮表面、随动柱和挺杆就会磨损, 使进、排气门开闭时间向后推迟而偏离最佳配气相位, 使充气效率降低, 发动机功率下降。因此, 要定期检查发动机配气相位, 若不符合要求应及时调整。

五、看压缩力查漏气

发动机气缸压缩力是影响效率不足的关键因素。看压缩力的办法很简单, 现以S195型柴油机为例, 就是在不减压的情况下摇转曲轴, 当摇至压缩力较大时, 再向上用力摇一把, 松放摇柄, 但手不要离开摇柄, 此时, 如有一股很大的反弹力, 说明压缩力很好, 反之压缩力较差。再来查一查漏气的原因, 漏气的主要原因是气缸内不密封, 而不密封的因素有:气门无间隙或间隙太小, 活塞与缸套及活塞环端间隙磨损过大, 环槽积炭等。为了缩小查找范围, 在发动机工作时, 可先贴近空气滤清器听一听, 是否有“嘶嘶”的吹嘘声, 如有, 说明漏气跟气门有关;再次打开加机油口盖, 如发现有一股股的浓烟冒出, 说明气缸与活塞、活塞环漏气。确诊后, 就可排除故障。

六、看冒烟查烟色

发动机在正常工作时, 一般不冒烟或冒一些清淡的灰白色烟, 有时用肉眼难以看出。如发动机冒浓烟是发动机有故障的表现, 这种故障也会使发动机功率下降, 故应查一查冒烟的颜色。如冒黑烟是气缸的油多气少, 燃烧不完全的表现;冒蓝烟是缸套和活塞、气门与气门导管等磨损间隙过大, 使油底壳内机油窜入燃烧室烧机油的表现;冒白烟是燃油掺水和未完全燃烧的柴油汽化后从排气管冒出, 应诊断其原因加以排除。

七、看喷油查看卡滞

看一看喷油好不好, 良好的喷油是不偏射、不滴油、油雾均匀, 射程适当, 在机体外可听到清脆的“扑咝、扑咝”声, 用手抚摸高压油管可感到燃油“脉动”动。这种办法也可诊断多缸机“脉动”力的大小及无“脉动”力的各缸工作情况, 必要时, 也可结合断缸检查, 以便对症排除。

喷油良好, 并不能完全说明油路零件没有问题, 因此还需要查一查供油拉杆和拨叉有无卡滞和松动等现象, 如有也应消除。

八、看火头查早晚

看火头是指喷油是否正时, 也就是说供油提前角是否符合规定。各型号柴油机在说明书上都注明了各自的供油提前角是多少。如S195型柴油机的供油提前角为15～18°。这是由于柴油喷入气缸后需要短时间的空气混合、加热后才能自燃, 所以燃油喷入气缸的时间应在压缩冲程活塞到达上止点之前。提前供油时间是用曲轴转角来表示。